FR2463194A1 - Alliages d'aciers ferritiques ayant une bonne resistance au fluage et a l'oxydation - Google Patents

Abstract

L'INVENTION CONCERNE UN ACIER FERRITIQUE AYANT UNE RESISTANCE AMELIOREE AU FLUAGE ET A L'OXYDATION. L'ACIER SELON L'INVENTION COMPREND ESSENTIELLEMENT EN POIDS, ENVIRON 0,01 A 0,06 DE CARBONE, ENVIRON 1 AU MAXIMUM DE MANGANESE, ENVIRON 2 AU MAXIMUM DE SILICIUM, ENVIRON 1 A 20 DE CHROME, ENVIRON 0,5 AU MAXIMUM DE NICKEL, ENVIRON 0,5 A 2 D'ALUMINIUM, ENVIRON 0,01 A 0,05 D'AZOTE, 1,0 AU MAXIMUM DE TITANE, LA TENEUR MINIMALE EN TITANE REPRESENTANT QUATRE FOIS LA TENEUR EN CARBONE PLUS 3,5FOIS LA TENEUR EN AZOTE, ENVIRON 0,1 A 1,0 DE NIOBIUM, LA SOMME TOTALE DU TITANE ET DU NIOBIUM NE DEPASSANT PAS ENVIRON 1,2, LE RESTE ETANT ESSENTIELLEMENT CONSTITUE DE FER. APPLICATION: FEUILLARDS ET TOLES POUR ARTICLES DESTINES A DES TEMPERATURES DE SERVICE ELEVEES.

Description

La présente invention concerne des alliages d'aciers

ferritiques contenant jusqu'à 20% en poids de chrome et pré-

sentant à l'état recuit une meilleure résistance à l'oxyda-

tion et au fluage (fléchissement) à température élevée en même temps qu'une bonne aptitude au soudage par fusion sans métal d'apport. Bien que ce ne soit pas limitatif, les aciers

de l'invention ont une utilité particulière dans les compo-

sants de véhicules à moteur, par exemple les systèmes d'échap-

pement, les systèmes de réglage des émissions etc...

L'importance attachée depuis quelque temps au régla-

ge des émissions et à l'économie de carburant a entraîné un besoin d'aciers ayant une bonne résistance mécanique à haute

température, une bonne résistance à l'oxydation et à la cor-

rosion et en même temps un poids minimal. Bien entendu, on sait qu'une augmentation de la résistance mécanique permet de réduire le poids en étudiant une pièce de calibre inférieure

ou de moindre épaisseur.

Les aciers ferritiques ont des avantages inhérents pour les applications exigeant une résistance à l'oxydation

à température élevée, en comparaison aux aciers austénitiques.

Ces avantages comprennent notamment: - un coefficient de dilatation thermique inférieur qui facilite l'assemblage à des pièces constituées d'autres aciers ou de fonte, - une plus grande conductibilité thermique,

- une meilleure résistance à l'oxydation, parti-

culièrement dans des conditions cycliques,

- un prix plus bas.

En revanche, les aciers ferritiques ont les incon-

vénients suivants en comparaison à leurs contreparties austé-

nitiques: - une moindre résistance mécanique à température élevée, - des difficultés possibles au soudage,

- une moindre aptitude au formage.

En considérant la moindre résistance mécanîoue

d'un acier ferritique à haute température, les bureaux d'é-

tudes sont gênés principalement par la résistance au fluage.

Lors du calcul du projet, on peut prendre des précautions

pour éviter les ruptures à un taux d'allongement élevé, tel-

les que celles mesurées par des essais de rupture à tempéra- ture élevée, soustraction de faible durée ou sous charge. La

résistance au fluage est le problème le plus difficile. E-

tant donné le faible taux d'allongement, la résistance au fluage correspond aux plus faibles contraintes mécaniques à laquelle un bureau d'études doit faire face. Par conséquent, si l'on peut améliorer notablement la résistance au fluage

d'un acier ferritique, même sans améliorer d'autres proprié-

tés, on disposera d'une large variété d'applications dans lesquelles ces aciers ferrîtiques peuvent remplacer l'acier

austénitique ou la fonte.

La présente invention a pour objet principal un a-

cier ferritique présentant une meilleure résistance au flua-

ge à température élevée et une bonne aptitude à la soudure tout en conservant une bonne résistance à l'oxydation et à la

corrosion.

On ai "Laboré un certain nombre d'aciers ferritiques

au chrome avec addition d'aluminium qui présentent une résis-

tance améliorée à, l'oxydation à température élevée.L'addi-

tion d'aluminium tend aussi à diminuer la quantité de chrome nécessaire. Ces aciers peuvent aussi contenir du titane ou du columbium.

Le brevet US 3.B09.250 décrit un acier dont la com-

position nominale est 2% de chrome, 2% d'aluminium, 1% de si-

licium et 0,5% de titane. Dans ce brevet, la teneur en tita-

ne représente de préférence au moins 10 fois la teneur en

carbone et l'excès de titane, par rapport à la quantité né-

cessaire pour stabiliser le carbone, a pour rôle d'améliorer la résistance à l'oxydation. Le columbium et le zirconium

sont mentionnés comme substituts possibles du titane. On li-

mite les teneurs en molybdène, en vanadium et en cuivre car

ceséléments se comportent comme des stabilisants de l'austé-

nite. Le brevet US 3.729.705 décrit un acier inoxydable fer-

ritique dont la composition nominale est la suivante: 18% de chrome, 2% d'aluminium,l% de silicium, 0,5% de titane. On ajoute habituellement le titane à raison d'au moins 4 fois la teneur en carbone et azote réunis ou 6 fois la teneur en car-

bone s'il n'y a pas d'azote disponible pendant la fabrica-

tion. Le titane peut être présent en proportions atteignant

à 20 fois la teneur en carbone mais il est dit que l'ex-

cès tend à donner une dureté et une rigidité indésirables et

à diminuer l'aptitude au formage. Il est aussi suggéré d'u-

tiliser le niobium pour stabiliser le carbone et l'azote, par exemple en associant le titane et le niobium. L'utilisation du titane seul est préférée étant donné son prix plus bas

et, en vue de la meilleure résistance à l'écaillage, on ajou-

te du titane à raison d'au moins 6 fois la teneur en carbone.

Le brevet US 3.782.925 décrit un acier inoxydable

ferritique contenant 10 à 15% de chrome, 1 à 3,5% d'alumi-

nium, 0,8 à 3,0% de silicium, 0,3 à 1,5% de titane et au ma-

ximum 1,0% de niobium, de tantale ou de zirconium réunis. Le-

dit brevet prescrit d'ajouter une quantité de titane supé-

rieure d'au moins 0,2% à celle qui est nécessaire pour sta-

biliser le carbone. La présence facultative de niobium peut

empêcher, lors du soudage, un grossissement du grain qui en-

traîne de la fragilité. On ajoute aussi volontairement du

calcium ou du cérium pour l'adhérence des écailles.

Le brevet GB 1.262.588 décrit un acier inoxydable

ferritique contenant 11 à 12,5% de chrome, 0,5 à 10% d'alu-

minium, au maximum 3,0% de silicium et au moins un des élé-

ments titane, niobium, zirconium ou tantale. Ledit brevet in-

dique qu'il faut observer une équivalence "positive" du ti-

tane,l'excès de titane (par rapport à la quantité nécessaire

à la stabilisation) atteignant 0,45%. Le niobium, le zirco-

nium ou le tantale, s'ils sont présents, pourraient aussi dépasser le taux nécessaire pour se combiner au carbone et

à l'azote. Il est indiqué que l'on obtient une meilleure ré-

sistance à l'oxydation quand la teneur en aluminium est de 2 à 3,5%. Il est indiqué qu'il se produit un accroissement

de la résistance à. l'oxydation lorsque l'équivalence du ti-

tane est élevée. Des résultats concernant les additions de niobium sont indiqués au tableau VIII et elles se rapportent toutes à des excès notables d'équivalents titane avec de fai-

bles teneurs en aluminium. Le brevet GB cité ci-dessus con-

clut en indiquant qu'à 0,3% d'aluminium,le niobium n'est pas aussi efficace comme formateur de carbure et de nitrure pour

améliorer la résistance à l'oxydation à tsmperature élevée.

A 0,6% d'aluminium, le niobium est efficace,mais onne parle

pas de l'effet des autres éléments quand la teneur en alu-

minium est faible.

Bien que tous les alliages représentatifs des bre-

vets cités ci-dessus présentent une résistance supérieure à l'oxydation à température élevée, ils présentent cependant les inconvénients typiques des aciers ferritiques, notamment une résistance médiocre au fluage à température élevée et des

difficultés possibles lors du soudage.

Dans NASA TN-D7966, publié en Juin 1975 et intitu-

lé "Modified Ferritic Iron Alloys With Improved High-Tempera-

ture Mechanical Properties And Oxidation Resistance", décrit des variantes dtalliage portant sur des aciers ferritiques dont la composition nominale est de 15 et 18% de chrome, avec évaluation de leurs propriétés. On y conclut qu'en ajoutant

0,45 à. 1,25% de tantale à un alliage dont la composition no-

minale est la suivante: 18% de chrome, 2% d'aluminium, 1%

de silicium et 0,5% de titane, on obtient la plus grande amé-

lioration de l'aptitude au formage, de la résistance à la traction et de la charge de rupture à 1000'C, et aussi de la résistance à l'oxydation et de la résistance à la corrosion à température élevée. Aucune modification de l'alliage dont

la composition nominale est de 15% de chrome ne permet d'ob-

tenir une meilleure aptitude au formage sans sacrifier la

résistance mécanique à haute température et la résistance à.

l'oxydation. Dans le traitement de ces alliages, on opère un recuit final à environ 1000C après un laminage à froid

jusqu'à environ 1,6 mm d'épaisseur. En outre, certaines é-

prouvettes ont été réduites à froid à 0,5 mm d'épaisseur et soumises à des températures de recuit qui varient de 926

à 10650C.

Dans NASA TN-7966, les modifications d'alliage comprennent l'addition de tantale (environ 0,45% ou 1,25%) à l'acier dont la composition nominale est la suivante: 18% de chrome, 2% d&aluminium, 1% de silicium et 0,5% de titane, décrit dans le brevet US 3.729.705 cité ci-dessus et vendu par Armco Inc. sous la dénomination commerciale "Armco 18SRW. Une autre modification consiste à ajouter 2,08%

de molybdène et 0,58% de niobium à un acier contenant nomina-

lement 18% de chrome, 2% d'aluminium et 1% de silicium et ne

contenant pas de titane.

Dans Nippon Steel Technical Report n0 12, publié

en décembre 1978, pages 29 à 38, on décrit des aciers ferri-

tiques contenant 16 à 25% de chrome, 0,75 à 5% de molybdène et une proportion de titane et de niobium égale ou supérieure à 8 fois la teneur en carbone et azote réunis. On y conclut

que la résistance à la corrosion intergranulaire et à la cor-

rosion par piq res résulte d'une diminution de la teneur en

carbone et azote réunis, en tant qu'éléments interstitiels.

L'addition de titane et de niobium a pour but de stabiliser

le carbone et l'azote. On émet la théorie que le titane con-

tribue à accroître la résistance à la traction mais à dimi-

nuer la ductilité.

Dans ce dernier document, on parle de déterminer la résistance à la corrosion intergranulaire en traitant thermiquement des éprouvettes à des températures variant de

900 à 13000C (pendant 5 minutes, avec ensuite un refroidis-

sement à diverses vitesses) afin de simuler la sensibilisa-

tion qui se produit peut-être pendant le soudage. On a trou-

vé que la sensibilité à la corrosion intergranulaire n'est pas évitée lorsqu'on ramène le carbone et l'azote à des taux très bas mais qu'on l'évite en ajoutant du titane et/ou du niobium en quantité égale ou supérieure à 16 fois la teneur en carbone et azote réunis, quand la teneur en carbone et azote réunis dépasse 0,017%. Les alliages ainsi testés sont des aciers dont la composition nominale est: 17% de chrome et 1% de molybdène et qui ne contiennent pas d'aluminium et

pratiquement pas de silicium.

Le brevet US 4.155.752 décrit un acier ferritique chrome-molybdène-nickel contenant du niobium(columbium), du

zirconium et de l'aluminium et facultativement, 0,25% au ma-

ximum de titane.

Il est dit que l'acier selon ce dernier brevet présente une grande résistance à la corrosion générale et intercristalline et aussi au piquage, aux crevasses et à la

corrosion sous tension dans des milieux contenant des chlo-

rures. Bien que la gamme large de l'aluminium dans le brevet cité soit de 0,01 à 0,25% en poids, il est dit à la colonne 5, lignes 28 à 31, qu'une teneur maximale de 0,10% d'aluminium est "la limite supérieure permise d'addition

d'aluminium". Cette limitation est attribuée à la solubili-

té partielle du nitrure d'aluminium dans la zone soumise à

la chaleur lors du soudage, qui peut conduire à une précipi-

tation de nitrures de chrome aux limites de grain si le re-

froidissement se fait rapidement.

Le titane est un ingrédient facultatif que l'on peut ajouter "en supplément ou en remplacement partiel de la teneur en aluminium, pour fixer l'azote, en ajoutant deux

fois la quantité nécessaire d'aluminium", avec de hautes te-

neurs en carbone et azote réunis.

Dans ledit brevet, la teneur en niobium représen-

te au moins 12 fois la teneur en carbone mais il faut se te-

nir à un maximum de 0,60% de niobium pour obtenir la flexi-

bilité et l'allongement des soudures. Apparemment, c'est sur cette base que la teneur maximale en carbone est fixée

à 0,05%. Outre la limitation de la teneur maximale en nio-

bium, il est dit encore que la teneur en niobium et zirco-

nium réunis doit être inférieure à 0,80%, bien que la limite

supérieure large du zirconium soit de 0,5%. Aucune des don-

nées du brevet cité ne démontre qu'une teneur en niobium et

zirconium réunis inférieure à 0,80% soit critique.

L'azote va de 0,02 à 0,08% et l'azote libre qui n'a pas été fixé par le niobium et l'aluminium est fixé par le zirconium. Il est dit que l'addition de zirconium " ne

vise pas à fixer le carbone mais est harmonisée exclusive-

ment avec la teneur en azote...." (colonne 4, lignes 35 à 37).

Selon la présente invention, on propose un acier 1'c7riLou -Sa-n-I Eile ré'o e!'1iac au ilualge ce à l'oxydation à des températures d'environ 732 à 1093aC en

même temps qu'une bonne aptitude à la soudure, après un re-

cuit final entre 1010 et 1120'C et caractérisé par le fait qu'il comprend essentiellement, en poids, environ 0,01 à

0,06% de carbone, environ 1% au mnaximum de manganèse, envi-

ron 2% au maximum de silicium, environ 1 à 20% de chrome, en-

viron 0,5% au maximum de nickel, environ 0,5 à 2% d'alumi-

nium, environ 0,01 à 0,05% d'azote, 1,0% au maximum de tita-

ne, la teneur minimale en titane représentant 4 fois la te-

neur en carbone plus 3,5 fois la teneur en azote, environ

0,1 à 1,0% de niobium, la somme totale du titane et du nio-

bium ne dépassant pas environ 1,2%, le reste étant essentiel-

lement constitué de fer.

On se référera maintenant aux dessins annexés sur lesquels:

Fig. 1 est une représentation graphique de la ré-

sistance au fluage d'aciers selon l'invention, la flèche en (déformation) (/ordonnées) étant portée en fonction du nombre

d'heures d'exposition (en abscisses).

Fig. 2 est une représentation graphique de la ré-

sistance au fluage des aciers de la figure 1, la flèche (or-

données) étant portée en fonction, respectivement, de la teneur en titane, de la teneur en niobium et de la teneur

totale en titane et niobium.

Fig. 3 est une représentation graphique de l'ef-

fet produit par la teneur en aluminium d'aciers représen-

tatifs sur la résistance au fluage, la flèche (ordonnées)

étant portée en fonction du nombre d'heures d'exposition.

Sur chacune des trois figures la flèche est por-

tée sur les ordonnées en "mils" (1 mil = 0,025 mm). Il y a donc lieu de multiplier par 0,025 les valeurs des ordonnées pour obtenir la flèche en mm.

On a découvert que l'on peut obtenir une-amélio-

ration marquée de la résistance au fluage à température éle-

vée, dans des aciers ferritiques dont la teneur en chrome varie d'environ 1 à 20% en poids, avec une bonne résistance à l'oxydation à température élevée et une bonne aptitude au soudage par fusion sans métal d'apport, en ajoutant du

niobium et du titane à. un alliage de base fer-aluminium-si-

licium dont les teneurs en carbone et azote sont réglées en-

tre des limites critiques. Pour obtenir les propriétés op-

timales, il faut que le titane et le niobium soient tous deux

présents. On a trouvé que l'on obtient une résistance supé-

rieure au fluage à température élevée en ajoutant du titane

et du niobium en proportion globale proche-de 1,0% et en sou-

mettant l'acier à un recuit final entre 1010 et 11200C.

Les températures classiques de recuit final des a-

ciers ferritiques varient d'environ 760 à 9250C. L'interval-

le de température plus élevé du recuit final selon l'inven-

tion, soit de 1010 à 11200C, appliqué à l'acier au titane

et au niobium selon l'invention, contribue notablement à amé-

liorer la résistance au fluage à température élevée. Bien que l'invention ne soit pas liée à une quelconque théorie,

il semble que les températures élevées du traitement thermi-

que final contribuent à améliorer la résistance au fluage par les moyens suivants:

(1) Le recuit entre 1010 et 11200C augmente la grosseur fi-

nale de grain. Un grain plus gros augmente la résistance au fluage.

(2) La présence de titane et de niobium entraîne des préci-

pitations de carbures et de nitrures (particulièrement ceux de titane). A mesure que la grosseur de grain augmenté, les précipités agissent de manière à figer les limites de grains,

retardant ainsi le mécanisme de fluage.

(3) La teneur en columbium soluble et dans une certaine me-

sure la teneur en titane soluble agissent de manière à con-

solider la matrice ferritique par formation de solution so-

lide.

Selon lVinvention,on obtient des propriétés opti-

males dans un alliage préféré qui comprend essentiellement, en poids, environ 0,01 à 0,03% de carbone, environ 0,5% au maximum de manganèse, environ 1% au maximum de silicium, environ 1 à 19% de chrome, environ 0, 3% au maximum de nickel,

environ 0,75 à 1,8% d'aluminium, environ 0,01 à 0,03% d'azo-

te, environ 0,5% au maximum de titane, environ 0,2 à 0,5%

de niobium, le reste étant essentiellement constitué de fer.

Comme dans la composition large, la teneur minimale préfé-

rée en titane représente 4 fois la teneur en carbone plus 3,5 fois la teneur en azote. De préférence, la teneur totale

en titane et niobium est de 0,6 à 0,9%.

La teneur maximale large en carbone, soit 0,06%,

et la teneur maximale large en azote, soit 0,05%, sont cri-

tiques à tous égards. Ces teneurs maximales relativement fai-

bles en carbone et en azote minimisent la quantité de titane

et de niobium nécessaire pour stabiliser l'acier et par sui-

te, maintiennent à un minimum le coût des éléments d'allia-

ge. On utilise des teneurs en chrome d'environ 1 à % pour choisir la résistance à l'oxydation désirée avec un

prix de revient minimal. Ainsi, un alliage dont la composi-

tion nominale en chrome est de 2% résiste à l'oxydation cy-

clique jusqu'à environ732 à 760C. Un alliage dont la compo-

sition nominale en chrome est de 4 à 7% résiste à l'oxyda-

tion cyclique jusqu'à environ 8150C. Un alliage dont la com-

position nominale en chrome est de Il à 13% résiste à l'oxy-

dation cyclique à environ 925 - 9550C tandis qu'un alliage

contenant 18 à 20% de chrome résiste à des températures at-

teignant environ 10930C.

Une teneur minimale en aluminium de 0,5% et de

préférence de 0,75% est nécessaire pour assurer la résis-

tance-à l'oxydation à température élevée. Il faut se tenir

à un maximum de 2% d'aluminium pour minimiser l'effet nui-

sible de l'aluminium sur l'aptitude au soudage.

On peut avoir recours au silicium pour augmenter la résistance à l'oxydation et ainsi, un maximum large de

2% est indiqué à cet effet. Habituellement, un maximum pré-

féré de 1% est suffisant si l'on n'a pas besoin d'une résis-

tance optimale à l'oxydation, le silicium peut.être ramené

à un taux résiduel typique d'environ 0,4% seulement.

Il faut observer un maximum de 1% de manganèse et de 0,5% de nickel et limiter les deux éléments aux plus

faibles taux praticables car ils favorisent et/ou stabili-

sent ltausténite, ce qui a un effet défavorable sur la ré-

sistance à l'oxydation des aciers ferritiques.

Le titane est limité à un maximum large de 1,0% et,àe préférence,à un maximum de 0,5%. Le titane affine la

microstructure des soudures et favorise l'aptitude au for-

* mage. De préférence, on établit un équilibre entre la te-

neur en titane et les teneurs en carbone et azote de façon qu'elle siff4isenttout juste à la stabilisation, améliorant

ainsi la resistance au fluage à température élevée et l'ap-

titude au soudage.

Il faut observer un maximum large de 1,0% de nio-

bium et en outre, le total du titane et du niobium ne doit pas dépasser environ 1,2%. Une gamme préférée de niobium

d'environ 0,2 à 0,5% présent principalement en solution so-

lide dans le produit final, est efficace pour conférer une résistance au fluage notablement améliorée à température

élevée, après un recuit final poussé à 10100C. Quand le ti-

tane et le niobium sont présents à la fois, le titane se

combine de préférence à l'azote et au carbone et ces carbu-

res et nitrures de titane contribuent à améliorer la résis-

tance au fluage comme expliqué plus haut. Par suite, si l'on équilibre la teneur en titane à environ 4 fois la teneur en carbone plus 3,5 fois la teneur en azote, il ne faut que

très peu ou pas du tout de niobium pour stabiliser le car-

bone et l'azote. On a trouvé que la présence de niobium sans

titane était nuisible à l'aptitude au soudage car il en ré-

sulte une structure dendritique grossière de la soudure avec une aptitude médiocre au formage. En conséquence, il est es-

sentiel d'ajouter simultanément les deux éléments pour ob-

tenir à la fois une amélioration de la résistance au fluage

et de l'aptitude au soudage.

Des quantités résiduelles normales de soufre-et

de phosphore peuvent être tolérées comme impuretés acciden-

telles. On prépare des essais non conformes à l'acier de l'invention, vu l'absence d'aluminium, et on les a soumis à

une transformation et à un traitement thermique qui démon-

trent la résistance au fluage supérieure résultant d'un re-

cuit final entre 1010 et 1120'C. La composition de ces deux

essais A et B est indiquée au tableau I et les essais de ré-

sistance au fléchissement à 8710C et à 8990C, dans diverses conditions de recuit, sont récapitulés respectivement aux

tableaux Il et III.

On a fondu à l'air les essais A et B, on les a

transformés par laminage à chaud en partant d'une températu-

re de 1120'C jusqu'à une épaisseur de 2,54 mm, on les a re-

cuits à 10650C pendant 10 minutes, on les a décalaminées par

grenaillage et décapage dans les acides nitriques et fluo-

rhydrique et on les a laminés à froid avec une réduction d'épaisseur de 50% pour obtenir une bande de 1,27 mm.On a

recuit certaines éprouvettes à 8710C pendant 6 minutes, d'-

autres à 10380C pendant 6 minutes et les éprouvettes res-

tantes à 8710C et 10380C pendant 6 minutes à chaque tempé-

rature. Enfin, on a décalaminé dans les acides nitrique et

fluorhydrique les éprouvettes de bande recuites.

Il est évident d'après les tableaux II et III, que la résistance au fluage des éprouvettes soumises aux hautes températures de recuit final est très supérieure à celle des

éprouvettes recuites à871C.

On a préparé et on a testé une série d'alliages dont la composition nominale est de 12% de chrome, deux

d'entre eux étant conformes à l'invention. Aux fins de com-

paraison, on a préparé les autres essais de la série, en faisant varier les taux de niobium soluble et avec et sans addition de titane. Les compositions de cette série d'essais C à G sont indiquées au tableau IV. Le traitement des bandes laminées à froid à 1,27 mm d'épaisseur est semblable à ce qui est indiqué plus haut pour les essais A et B, si ce n'est que l'on a appliqué une température de laminage à chaud de 11500C et que l'on a soumis la bande laminée à froid à un

seul recuit final à 10650C pendant 6 minutes.

Les propriétés mécaniques de la bande laminée à froid et recuite sont indiquées au tableau V. Il est évident que l'on obtient des résistances et ductilités similaires à

tous les taux de titane et de niobium avec une légère tendan-

ce vers de plus grandes résistances à de plus hautes teneurs en niobium. Il est significatif de noter que les essais F et G selon l'invention présentent une aptitude au formage (mesurée par l'essai au godet Olsen) supérieure à celle de

l'essai C qui ne contientpas de titane ni de niobium en so-

lution solide.

Les essais de fléchissement à température élevée sont récapitulés au tableau VI et montrent que la résistance au fléchissement est proportionnelle à la teneur en niobium soluble aux teneurs en niobium et titane réunis. L'essai C, ne contenant pas de titane ni de niobium soluble, donne des résultats très médiocres. La comparaison entre les essais D et E, ne contenant pas de titane, et les essais F et G, contenant du titane et du niobium soluble, illustre un effet synergique du à la présence de titane et en même temps de niobium soluble, sur la résistance au fluage à température élevée.

Les propriétés des essais C à G après soudage au-

togène à l'arc au tungstène gazeux (dénommé ci-après souda-

ge autogène G.T.A.-ou soudage G.T.A.) sont récapitulées au

tableau VII. Il est évident que l'addition de titane aux es-

sais F et G améliore l'aptitude au soudage par comparaison

aux bains D et E contenant du niobium soluble et pas de tita-

ne. L'essai C a une aptitude au soudage comparable à celle des essais F et G car il ne contient pas de niobium soluble. Il est donc évident que le titane est essentiel à de bonnes

propriétés de soudage.

On soumet plusieurs éprouvettes de l'essai G à un recuit final après laminage à froid, à diverses températures, au lieu du recuit final unique de 6 minutes à 10650C auquel sont soumises les autres éprouvettes des essais C à G. On a procédé à l'examen métallographique des éprouvettes soumises

à diverses températures de recuit final. Les notes de gros-

seur de grain sont les suivantes: Température de recuit, 0C Note de grosseur de grain ASTM 871 8 allongé 4/1 927 8 allongé 4/1 982 8 allongé 2/1 1038 6 isoaxique 1093 5/6 isoaxique 1149 5 isoaxique Il est évident que si l'on porte la température de recuit de 9820C à 10380C et au dessus, on obtient un grain isoaxique dépassant de deux tailles ceux qui sont recuits i

9820C et en dessous. Il est connu que ces plus fortes gros-

seurs de grain isoaxique favorisent la résistance au fluage.

Lorsqu'on recuit à 10380C ou au dessous, il apparaît que les précipités existants (principalement carbures et nitrures de titane) se séparent aux limites de grains, figeant ainsi ces limites en empêchant le glissement des grains qui est le mécanisme prédominant du fluage des métaux. Ces observations confirment l'hypothèse énoncée plus haut, à savoir qu'il y a deux mécanismes possibles de consolidation, l'accroissement de la grosseur de grain et le figeage des limites de grains,

dû aux précipités. L'hypothèse d'une consolidation par solu-

tion solide, à l'aide du niobium, est aussi confirmée par

la comparaison entre, les résultats des essais de fléchisse- ment de l'essai C et les essais D à G(tableau VI).

On a préparé une autre série d'essais de composi-

tion nominale de 12% de chrome, avec des.taux variables de titane, de niobium et d'aluminium et on a traité ces essais de la même façon que les essais C à F, si ce n'est que la température de laminage à chaud était de 12600C. Dans tous

ces bains, on a ajouté suffisamment de titane pour les sta-

biliser complètement.L'un des buts de cette série d'essais de a été/déterminer si l'on peut obtenir une meilleureaptitude au soudage G.T. A. en diminuant la teneur en aluminium tout en ajoutant du titane. La composition des essais I à P est indiquée au tableau VIII et les propriétés mécaniques de la

bande laminée à froid après recuit final à 10650C sont in--

diquées au tableau IX. Les propriétés des mêmes essais après soudage autogène G.T.A. sont récapitulées au tableau X. En comparant les essais C à G contenant 1,7% d'aluminium et les essais I à P contenant 0,77 à 1,37% d'aluminium, on voit que les alliages à moindre teneur en aluminium ont une aptitude au formage et une ductilité très supérieure, à la suite du

soudage. Les essais de traction de la matière sortant du sou-

dage sont comparables à ceux du métal de base non soudé. Une

telle ductilité de la soudure est au moins comparable à cel-

le du type 409 qui est considéré comme l'étalon des aciers ferritiques à 12% de chrome, Les essais de fléchissement des essais J à P à 8710C sont représentés graphiquement par la figure 1. Les valeurs portées sur la figure 1 indiquent clairement que la résistance au fléchissement augmente en proportion directe de la teneur totale en titane et niobium. Afin de montrer la corrélation entre le total du titane et du niobium d'une

part, le total du titane ou le total du niobium seuls d'au-

tre part, la figure 2 représente graphiquement la flèche au bout de 140 heures d'essai, en fonction du taux de titane,

du taux de niobium et du taux total de titane et de niobium.

On notera qu'il existe une dispersion considérable entre les points de résultats lorsqu'on porte le titane ou le niobium seul. Par contre, si l'on porte le total du titane

et du niobium en abscisses et la flèche au bout de 140 heu-

res en ordonnées, on obtient une courbe relativement régu- lière qui indique en outre que l'effet de consolidation du titane et du niobium réunis, à température élevée, commence - se stabiliser à environ 0,85% de titane + niobi.um.,onc, on ne peut pas s'attendre à ce que des additions globales

de titane et de niobium supérieures à 1,2% assurent une nou-

velle augmentation de la résistance au fluage à température élevée. La figure 3 est une illustration graphique de l'effet produit par une variation de la teneur en aluminium sur la résistance au fluage, d'après les résultats obtenus avec les essais I et P. Il est évident que des variations

de la teneur en aluminium entre 0,77 et 1,33% n'ontpas d'ef-

fet notable sur la résistance au fléchissement. En consé-

quence, si l'on maintient la teneur en aluminium à un niveau

assez bas pour améliorer l'aptitude au soudage, cela ne nui-

ra pas notablement à la résistance au fluage ou au fléchisse-

ment des aciers de l'invention. Les essais de fléchissement

des figures 2 et 3 ont été réalisés à 8710C.

D'autre part, l'effet avantageux connu de l'alumi-

nium sur la résistance à l'oxydation est démontré par les résultats du tableau XI. En comparaison du type 409, il est

évident que tous les aciers de l'invention sont très supé-

rieurs dans les essais de résistance à l'oxydation cyclique.

Pour un équilibre optimal entre la résistance à

l'oxydation et la soudabilité, il faut de préférence mainte-

nir la teneur en aluminium entre 1,0 et 1,5% environ.

On a préparé des essais supplémentaires pour dé-

montrer que l'addition de titane et de niobium, jointe à un recuit final à haute température aux extrémités de la gamme de chrome permet d'augmenter la résistance au fluage ou au fléchissement. La composition des essais Q à S est

indiqué au tableau XI tandis que les essais de fléchisse-

ment de ces essais sont récapitulés aux tableaux XIII et XIV. Le tableau XIII indique que pour un alliage dont la composition nominale est de 18% de chrome, le recuit à 1093 0C augmente fortement la résistance au fléchissement en com- paraison du recuit. 9270C et que l'addition de niobium dans

les gammes ici indiquées améliore fortement aussi la résis-

tance au fléchissement.Le tableau XIV indique qu'un alliage

dont la composition ncmiîlale est de 2% de chrome est conso-

lidé de façon similaire par l'addition de titane et de nio-

bium et un recuit final à haute température.

-On a préparé plusieurs essais d'aciers dont la composition nominale est dé 6% de chrome, selon l'invention, et on les a soumis à des essais d'oxydation cyclique et de résistance au fléchissement. Aux fins de comparaison, on a déterminé en même temps la résistance à l'oxydation d'un alliage dont la composition nominale est de 2% de chrome et d'un alliage dont la composition nominale est de 12% de

chrome. La composition des aciers contenant 4 à 7% de chro-

me est indiquée au tableau XV et les essais d'oxydation cyclique sont récapitulés au tableau XVI. Les essais de résistance au fléchissement ne sont pas mis sous forme de

tableau; toutefois, on peut dire sommairement qu'au bout de

96 heures d'exposition à 8150C, les éprouvettes dont la composition nominale'est de 6% de chrome présentent des

flèches variant d'environ 0,63 à 1,14 mm.

Les résultats du tableau XVI montrent que l'allia-

ge de l'invention dont la composition nominale est de 6%

de chrome a une résistance à l'oxydation intermédiaire en-

tre celle des alliages dont les compositions nominales sont de 2% et 12% de chrome et que,des alliages contenant 4 à

7% de chrome supportent l'oxydation cyclique jusqu'à 815'C.

La description du traitement des essais ci-des-

sus indique que le procédé de fabrication de feuillard etde tôle d'acier ferritique laminés à froid selon l'invention

consiste à partir d'un feuillard ou d'une tôle d'acier fer-

ritique laminé à froid comprenant essentiellement, en poids, environ 0,01 à 0,06% de carbone, environ 1% au maximum de manganèse, environ 2% au maximum de silicium, environ 1 à % de chrome, environ 0,5% au maximum de nickel, environ 0,5 à 2% d'aluminium, environ 0,01 à 0,05% d'azote, 1,0% au maximum de titane, la teneur minimale en titane représentant

4 fois la teneur en carbone plus 3,5 fois la teneur en azo-

te, environ 0,1 i 1,0% de niobium, la teneur total e en tita-

en ne et/niobium ne dépassant pas environ 1,2%, le reste étant formé essentiellement de fer, et i soumettre cette matière

à un recuit final à une température de 1010 à1120 C.

Il est évident d'après les résultats du tableau

VI et des figures 1 à 3 que l'invention concerne un feuil-

lard et une tôle d'acier ferritique laminé à froid, recuits entre 1010 et 1120 C, ayant une flèche de 7,62 mmau maximum au bout de 140 heures à 870 C, selon l'essai de fléchissement décrit dans la présente desaiptlon, une bonne résistance à l'oxydation à des températures d'environ 732 i 1093 C et une bonne aptitude au soudage, l'acier ayant essentiellement la composition pondérale ci-après: environ 0,01 à 0,06% de carbone, environ 1% au maximum de manganèse, environ 2% au maximum de silicium, environ 1 à 20% de chrome, environ 0,5% au maximum de nickel, environ 0,5 à 2% d'aluminium, environ 0,01 à 0,05% d'azote, 1,0% au maximum de titane, la teneur minimale en titane représentant 4 fois la teneur en carbone

plus 3,5 fois la teneur en azote, environOl à 1,0% de nio-

bium, la teneur totale en titane et niobium ne dépassant pas environ 1,2%, le reste étant formé essentiellement de fer.

Un feuillard et une tôle d'acier ferritique lami-

né à froid, recuit entre 1010 et 1120 C, ayant une teneur nominale en chrome de 12%et la composition préférée de l'invention, présentent au bout de 140 heures i 871 C une flèche ne dépassant pas 5,72 mm, i l'essai de fléchissement

décrit dans la présente description, comme le montrent les

résultats du tableau VI et de la figure 1. Un tel acier, sous la forme d'un feuillard et d'une tale laminés à frol<d recuits entre 1010 et 1120'C, comprend essentiellement, en poids, environ 0,01 à 0,03% de carbone, environ 0,5% au maximum de manganèse, environ 1% au maximum de silicium, environ

Il à 13% de chrome, environ 0,3% au maximum de nickel,-en-

viron 0,75 à 1,8% d'aluminium, environ 0,01 à 0,03% d'azote

environ 0,5% au maximum de titane, la teneur minimale en ti-

tane représentant 4 fois la teneur en carbone plus 3,5 fois la teneur en azote, environ 0,2 à 0,5% en niobium, le reste étant formé essentiellement de fer. De préférence,le total

du titanium et du niobium est de 0,6 à 0,9%.

Etant donné l'aptitude au formage et au soudage de l'acier laminé à froid de l'invention après un recuit final entre 1010 et 112000, il est évident que l'invention a en outre pour objet des produits fabriqués et des produits soudés destinés aux hautes températures et présentant aussi b-en la composition large que la composition préférée de l'acier. La teneur en chrome peut être choisie dans la gamme large pour des températures de service spécifiées, ce qui permet de fabriquer un acier dont les ingrédients d'alliage ont le prix de revient le plus bas qui soit compatible avec la température de service à laquelle peuvent être soumis les

objets qui en sont fabriqués. Par exemple, un objet desti-

né à servir à des températures ne dépassant-pas 760C environ

peut contenir environ 1 à 3% de chrome, le reste étant con-

forme à la composition large de l'acier de l'invention. Des objets destinés à servir à des températures ne dépassant pas 8150C doivent contenir environ 4 à 7% de chrome, le reste

étant conforme à la composition large de l'acier de l'inven-

tion. Pour des objets soumis à. des températures de service allant jusqu'à. 10930C environ, la teneur en chrome doit

être d'environ 18 à 20%, le reste étant conforme à la compo-

sition large de l'acier de l'invention.

Les essais de fléchissement à température élevée

mentionnés dans la présente description sont réalisés comme

suit On utilise un râtelier d'essai formé d'acier

inoxydable austénitique type 310, présentant des bords es-

pacés de 25,4 cm et supportant des éprouvettes. On coupe, on ébavure et on nettoie des éprouvettes longitudinales de 2,54 x 30,5 cm. Dans chaque éprouvette, à environ 1,25 cm d'une extrémité, on forme un coude à 900 par pliage. Ce cou- de a pour effet de retenir une extrémité de l'éprouvette de sorte que lorsque le fluage se produit sur les 25,4 cm non Rupportés, un supplément de matière peut être emprunté à l'excès d'environ 3,8 cm de l'extrémité libre. Le coude joue aussi le rôle de repère, assurant que les mesures de

flèche soient toujours prises au même point de l'éprouvette.

On place de l'argile en poudre sur le râtelier à l'extrémité libre de chaque éprouvette pour empêcher celle-ci d'adhérer

pendant l'essai.

On peut mesurer la résistance relative au fluage

ou au fléchissement de deux ou plusieurs matières, dans l'ap-

pareil d'essai ci-dessus, en coupant et en formant des é-

prouvettes du même calibre, en mesurant la flèche initiale sur un instrument à cadran monté entre deux supports espacés de 25,4cm, en faisant l'essai puis en mesurant à nouveau la flèche. Si l'épaisseur de la matière testée est constante, les résultats sont comparatifs car l'équation permettant de calculer la concentration maximale dans les fibres extrêmes de l'éprouvette est réduite (si l'on admet que la distance non supportée reste constante, soit 25,4 cm), à contrainte = 75 {/t t étant la densité,

t l'épaisseur.

On a trouvé que la reproductibilité de cet essai

de fléchissement est excellente si l'on minimise les varia-

tions de température à l'intérieur du four d'essai.Pour minimiser les variations de température, on réalise tous

les essais dans un four équipé d'un ventilateur dans le haut.

En outre, on place le râtelier latéralement dans le four pour minimiser les variations de température entrel'avant

et l'arrière du four.

On utilise aussi, à chaque essai de fléchissement, des aciers témoins, tels que les types 304, 409 ou 316, pour assurer l'uniformité et la reproductibilité des résultats d'essai. Les aciers types 304 et 316 sont des aciers stan- dard de 'AISI (American Iron and Steel Institute). Le type 304 contient 0,08% au maximum de carbone; 2,00%aumaximum de manganèse, 1,00% au maximum de silicium, 18,0 à. 20,0% de

chrorie, 8,00 à 11,00% de nickel, le reste étant du fer.

Le type 316 contient 0,08% au maximum de carbone, 2,00 au maximum de manganèse, 1,00% au maximum de silicium, 16,0 à 18,0% de chrome, 10,0 à 14,0% de nickel, 2,00 à 3,00%

de molybdène et le reste étant du fer.

Le type 409 est un alliage de la demanderesse contenant 0,15% au maximum de carbone, 1,00% au maximum de manganèse, 1,00% au maximum de silicium, 11,5 à 13,5% de chrome, 1,0% au maximum de titane et le reste étant du fer. On a trouvé que les comparaisons d'essais de

fléchissement correspondent très étroitement aux résistan-

ces au fluage.

TABLEAU 1

COMPOSITION, % en poids

0,27 0,014

si 0,50

Cr18,54 020 0,023 -

18,54 0,20 0,023 -

B 0,018 0,28

" o0,48 19,03 0,18 ti

- 0,71 0,18 1,58

Température de recuit C

871/1038

871/1038

TABLEAU il

Resistance au fltéohissement à 871 C Flèche mm

1Hr. X -Hr.8Hr.

6,12 0,56 0,43 4,72 0,53 0,23 7,67 0,99 0,91 6,96 0,91 0,71 8,94 1,60 1, 32 8,66 1, 32 1,12 Essai A 0,021 %nb 0,68 0,33 023. M0,05 0,05 nb Soluble 0,68 Ti Soluble 0,17 0,71 Essai A B 0,03 96Hr. 24Hr. 9,78 2,41 1,91 9,86 1,80 1,96 I-I 11,36 3,35 2,97 ,44 2,90 3,28 r*) 0% tn -4 o0

TABLEAU 111

Résistance au fléchissemept à 8990C Température de recuit, C

871/1038

871/1038

2hr. ,61 1,24 6,32 1,2k flhe mm 4hr. 6,30 1,85 7,24 1,75 8hr. 7,59 2,54 8, 10o 2,21

TABLEAU IV

Composition, en poids tsi r gNî LN %Ai

0,54 11,95 0,24 0,027 1,7

0,55 11,88 0,23 0,028 "

" 1;89 " 0,029 "

0,61 11,92 0,24 0,023 "

0,60 11,88 " 0,022 "

o o Ti eNb_

- 0,25

- O, 49

- 0,71

44 0,27

),47 0,49

Aciers selon l'invention.

rla w os -a Essai A B 26hr. 8,41 3,40 8,97 2,97 hr. 9,27 4,62 9,80 3,61 78hr. ,13 ,61 ,77 4,83 Essai C D E F G c0,029 0,029 0,026 0,028 0,029 0, 029 %Mn 0,18 Il f! 0,19 0,17 0,013 fi fi f! Nb Soluble 0,15 0,08 0,32 0, 27 0,49 Ti soluble 0,25 0,28 (':6) (8'8) (0O6) ( '8) (0'8) -nrq ueaSTO qopoO 0<178 '08 0'18 9qeJnQ Or?58 p14eanc o C8g g'lf (Umg'60) f quewmsuoIIV uolueAUT41 uoles sJaa * quau919,1 op 94TITqntos op nfATu () (c],o) (6i'o) (9og) ( 6úI) 117"0 (617o O (gz o) () LZ so) (081) (9E ) 17tio Lz'o * & (Zú Io) (KL t) (ozú) zL'o a

(80'0)

(90<0)

(8ttt) (úoú) - 6#'o a (o) (o0717) (úoú) - S 'o o uoTgoa ua ain-4 udw '$%?'o Q Tl% qN% Tess -dna op saieDO SunoA op aoInpoW qîno A nqq Ianvaueoa Sa 0 A nwaqlvi^ rfn T le ai, 01? oI'Pz z c# il il I1 se Àeaipnos ai quepued g.nsslg

H2 8'1

o081 Q aGPila m 'ana4nai ap wUmTUTm uoXie 'uesio:opoo eJnaa.pg.xa Jnassl:Tdp = sa uoTquaAuTI' uo'es,a'ogt * Li'o 6W'o * o 71'0 Lz 'O * j

- IL'O

- 6 'o aCI - 'o0 0 T 17 ' Tus'a 1-v-1D auetoqne ew-épnos sqacJ s9q9TadoJa IIA fnVIEgV uoTgueAuTT uoaes SaeTot * 6 '8 g0 'ú 6L ' gO'g 16'1 I8 'I i6z'z Mme O.q09Tq OT'1 Eg 'I

ag ', -

69'0 gO'C ?q't LZ'I #9'0 Zo'y 0o9901 qTnoea ep eaFnWqameSJ ODIoL ' 4uemessqTo ntJ n eouTmeosTs:us IA IVa'lev lo 0% 4. 9 '8 c9 '6 q0ti1 * 0 a o -pessa

TABLEAU VIII

%Mn S S %Cr te.Ni.

%Ti N Nb+Ti 0,015 0,56 11,67 o,18 0,77 0,45 0,40 0,019 0,83 0,015 0,013 0, 013 0,014 0,012 0,012 0,46 0,50 0,5 0,46 0,42 0,59 11,39 11,56 11,59 11, 48 11,39 11,61 0,20 0,27 0,26 0,20 0,19 0,21 1,24 1,31 1,27 1,18 1,27 1, 37 0,19 0,30 0,44 0,40 0,18 0,30 0,22 0,20 0,20 0,36 0,46 0,45 0,023 0, 023 0,022 0,022 0,022 0,020 0,41 0,50 0,64 0,76 0,64 0,75

0,013 0,60 11,58 0,20 1,33 0,42 0,45 0,019 0,87

On * aciers selon l'invention U4 u0 4.1 Essai I* J.* K * L* M.* N.* 0* p. 0,021 0,013 0,021 0,022 0,0o16 0,019 0,019 0,026 0,25 0,20 0,22 0,22 0,22 0,20 0,26 0,25

TABLEAU IX

Pronriétés du métal de base recuit Essai %Ti Module de %Nb young 0,2% MPA

Charge de rup-

ture en trac-

tion. MIPA

Allonge-

ment 8% (50,8rm) Dueté Godet Olsen Hauteur, mm

I* 0,40

Ji 0, 22

K * 0,20

L * 0,20

M * 0,36

N * '0,46

0 * 0,45

P * 0,45

o,43 0,19 0,30 0,44 0,40 o,18 0,30 0,42 3o6 31,0 34,0' 36,0 33,0 33,5 33, 0 33,0 32,0 78,0 76,5 78,0 79,0 77,5 77,0 ,0 78,0 9,9 ,3 ,0 ,1 ,1 ,1 ,4 , 3 b, * aciers selon l'invention w% 0% t"'

TABLEAU X

Propriétés des soudures autogènes G.T.A.

* Module de young charge de %Ti %Nb à O, 2% MPa rupture en trRction, 0,40 0, 22 0,20 0,20 0,36 0,46 0,45 0,45 o,43 0, 19 0,30 0,44 0,40 0,18 0,30 0,42 allongement Emplace rayon C % (50,8mm) cement de minimal C la ruoture de pli E age a n o Metal de 180 29,5 Base à plat 30.0, i I 27,0 28,0 29,0 , 5 28,0 26,0 Godet )lsen lauteur mI 7,7 9,0 6,4 9,2 8,0 7,1 ,5 ,5 * aciers selon l'invention r( w" Qo Essai I. KE L* M* N* 0* P* %0 e4 UOÀUGAUT,l uoeS saeTow * uemeassTpToaJsJ uw g 'e2wjjnwtlo um z: ealoxO 8L'O tL,1o g9'O '!0 (l O 'l 8L'I

38O ç8'

69 'o '0 j7'O 58 '0 g'O 86'o 8Z'' iú 'o

#g Io.

0#11'0

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99 f T1 Wm Ce g '0 08'0 '0 CLNe f1io9o L,o '0

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* 9 il -pessz

TABLEAU XIV

Resistance au fléchissement L 815 C E Essai tempéri s. 12 Cr-Cb-Ti * aciers selon ature de recuit C l'invention 2h 0,86 0o,94 4h_ O,89 1,04 Plèche,mm gh, 0,99 1,04 Essai TV U e V * 0,009 0,011 0,006 * aciers selon Essai T * U * V. 2SR 12 SR ggr 6,69 ,85 ,93 1,8 12,0 9-Mn -%S

0,32 0,014

o,38 0,014

0,41 0,014

1' invention %LA1 1,41 1,94 1,50 1,8 1,4 %si 0,43 0, 38 1,03 0,6 0,5

TABLEAU XV

Copcsition, % en poids L,$%r_ gNI x %Al

0,43 6,69 0,22 1,41

o,38 5,85 0,30 1,94

1,03 5,93 0,20 1,50

TABLEAU XVI

Gain de poids, mg/cm2 11 cycles 41 cycles

2,81 3,05

3,81 4,71

1,10 1,13

23,0 essai arrêté o,o8 0,09 0,016 0,014 0,025 %i 0,39 0,40 0,37 /Nb 0,39 0,41 0,40 o 182 cycles 3,16 7,33 1,15 0,14 229 cycles 3,19 7,89 1,18 0,16 369 cycles :3,29 , 2g 9,19 1,19 0,19 Cycle: 25 mn chauffage, 5 mn refroidissement

* Aciers selon l'invention.

h_ 1,07 1,22 112,5 h 1,70 1,65 ru 0% w -à

Claims (12)

REVENDICATIONS

1. Acier ferritique ayant une résistance amélio-

rée au fluage et à l'oxydation - des températures d'environ 732 à 1093 C après un recuit final entre 1010 et 1120 C et une bonne aptitude à la soudure, caractérisé en ce qu'il comprend essentiellement, en poids, environ 0,01 à 0,06% de carbone, environ 1% au maximum de manganèse, environ 2% au maximum de silicium, environ 1 à 20% de chrome, environ 0, 5% au maximum de nickel, environ 0,5 à 2% d'aluminium, environ 0,01 à 0, 05% d'azote, 1,0% au maximum de titane, la teneur minimale en titane représentant 4 fois la teneur en carbone plus 3,5 fois la teneur en azote, environ 0,1 à 1,0% de niobium, la somme totale du titane et du niobium

ne dépassant pas environ 1,2%, le reste étant essentielle-

ment constitué de fer.

2. Acier selon la revendication 1, caractérisé en ce qu'il comprend essentiellement, en poids, environ 0,01 à

0,03% de carbone, environ 0,5% au maximum de manganèse, en-

viron 1% au maximum de silicium, environ 1 à 19% de chrome,

environ 0,3% au maximum de nickel, environ 0,75 à 1,8% d'a-

luminium, environ 0,01 à 0,03% d'azote, environ 0,5% au ma-

ximum de titane, environ-0,2 A 0,5% de niobium, le reste

étant essentiellement constitué par du fer.

3. Acier selon l'une des revendications 1 ou 2,

caractérisé en ce que la teneur en chrome est d'environ 1 à 3%.

4. Acier selon l'une des revendications 1 ou 2,

caractérisé en ce que la teneur en chrome est d'environ 11

à 13%.

5. Acier selon l'une des revendications 1 ou 2,

caractérisé en ce que la teneur en chrome est d'environ 18

à 20%.

6. Feuillards et tôles d'acier ferritique laminés à froid, recuits entre 1010 et 1120 C présentant à l'essai de fléchissement, au bout de 140 heures à 871 Cune flèche ne dépassantpas 7,62 mm, une bonne résistance à l'oxydation

à des températures d'environ 732 à 1093 C et une bonne ap-

titude au soudage>l'acier ayant la composition selon la

revendication 1.

7. Feuillards et tôles d'acier ferritique lami-

né à froid selon la revendication 6, caractérisés en ce

qu'à l'essai de fléchissement, ils ont au bout de 140 heu-

res à 871 C une flèche ne dépassant pas 5,72 mm et en ce que l'acier comprend essentiellement, en poids, environ 0,01% à 0,03% de carbone, environ 0,5% au maximum de manganèse,

environ 1% au maximum de silicium, environ 11 à 13% de chro-

me, environ 0,3% au maximum de nickel, environ 0,75 à 1,8% d'aluminium, environ 0,01 à 0,03% d'azote, environ 0,5% au maximum de titane, environ 0,2 à 0,5% de niobium, le reste

étant du fer.

8. Objet qui convient pour des températures de ser-

vice élevées fabriqué en acier ferritique soumis à un recuit

final entre 1010 et 1120 C, ledit acier ayant une composi-

tion telle que définie dans l'une des revendications 1 ou 2.

9. Objet destiné à des températures de service at-

teignant environ 760 C, fabriqué en acier ferritique soumis à un recuit final entre 1010 et 1120 C, ledit acier ayant la

composition selon l'une des revendications 1 ou 3.

10. Objet destiné à des températures de service

atteignant environ 815 C, fabriqué en acier ferritique sou-

mis à un recuit final entre 1010 et 1120 C ledit acier pré-

sentant la composition selon la revendication 1, la teneur

en chrome étant d'environ 4 à 7%.

11. Objet destiné à des températures de service atteignant environ 1093 C, fabriqué en acier ferritique soumis à un recuit final entre 1010 et 1120 C, ledit acier

présentant la composition selon la revendication 5.

12. Procédé de fabrication de feuillards et tôles

d'acier ferritique laminé à froid ayant une résistance a-

méliorée à l'oxydation et au fluage à des températures d'en-

viron 732 à 1093 C ainsi qu'une bonne aptitude au soudage et une bonne dureté, caractérisé en ce que l'on soumet à

un recuit final à une température de 1010 à 1120 C un feuil-

lard ou tôle laminésà froid formésd'un acier selon la reven-

dication 1.